張曉莉 閆亮 錢志英

(北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部,北京 100094)

硬X射線調(diào)制望遠(yuǎn)鏡(HXMT)衛(wèi)星是基于資源二號(hào)衛(wèi)星平臺(tái)的我國(guó)首顆大型天文衛(wèi)星,其有效載荷為中科院高能所創(chuàng)新研制的硬X射線調(diào)制望遠(yuǎn)鏡,望遠(yuǎn)鏡總質(zhì)量達(dá)970 kg,安置于衛(wèi)星頂端,是目前資源二號(hào)平臺(tái)衛(wèi)星中質(zhì)量最大的有效載荷,因此對(duì)衛(wèi)星結(jié)構(gòu)的局部承載能力要求更高;6組動(dòng)量輪集中安裝在動(dòng)量輪安裝支架,引起動(dòng)量輪安裝支架的動(dòng)態(tài)特性改變,對(duì)振動(dòng)環(huán)境下動(dòng)量輪的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)產(chǎn)生很大影響;為滿足硬X射線調(diào)制望遠(yuǎn)鏡的熱控要求而設(shè)計(jì)的遮陽(yáng)板,由于其面積大、高懸臂等安裝特性,導(dǎo)致其剛度低而容易產(chǎn)生頻率耦合及動(dòng)力學(xué)環(huán)境下的較大變形。

本文結(jié)合上述總體構(gòu)型及有效載荷的特點(diǎn),針對(duì)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)難點(diǎn),開展了整星結(jié)構(gòu)主傳力路徑設(shè)計(jì),望遠(yuǎn)鏡安裝連接設(shè)計(jì),大面積、高懸臂遮陽(yáng)板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),高剛度一體化動(dòng)量輪安裝支架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等工作,并最終通過(guò)了整星力學(xué)仿真分析、地面試驗(yàn)及在軌飛行試驗(yàn)的驗(yàn)證。

1 結(jié)構(gòu)技術(shù)特點(diǎn)

HXMT衛(wèi)星結(jié)構(gòu)組成如圖1所示。其結(jié)構(gòu)功能、性能等方面雖然與資源二號(hào)平臺(tái)衛(wèi)星基本相同,但是由于總體構(gòu)型及有效載荷的較大差異,使其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)存在以下特點(diǎn),需要在衛(wèi)星結(jié)構(gòu)研制過(guò)程中進(jìn)行重點(diǎn)設(shè)計(jì)和驗(yàn)證。

(1)衛(wèi)星結(jié)構(gòu)需要為有效載荷硬X射線調(diào)制望遠(yuǎn)鏡提供良好的主傳力路徑,設(shè)計(jì)合理的連接方式,以確保其安裝強(qiáng)度和剛度,從而為有效載荷提供良好的力學(xué)環(huán)境。[1]

(2)動(dòng)量輪安裝支架的一體化設(shè)計(jì)以及與承力筒的安裝連接設(shè)計(jì),均需要充分考慮其在動(dòng)力學(xué)環(huán)境下的適應(yīng)性,避免頻率耦合和局部連接強(qiáng)度不足。

(3)遮陽(yáng)板結(jié)構(gòu)的安裝既不能妨礙有效載荷安裝,又要懸臂在星體之外很大面積,因此其連接方式的設(shè)計(jì)一方面要保證拆卸方便,另一方面也要保證其剛度、強(qiáng)度。[2]

圖1 整星結(jié)構(gòu)組成Fig.1 Composition of HXMT structure

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與驗(yàn)證

2.1 有效載荷安裝及主傳力路徑設(shè)計(jì)與驗(yàn)證

衛(wèi)星結(jié)構(gòu)與望遠(yuǎn)鏡的連接接口設(shè)置在載荷艙頂部,要求平臺(tái)結(jié)構(gòu)提供40個(gè)連接孔及2個(gè)定位銷。望遠(yuǎn)鏡底座連接接口如圖2所示。

圖2 望遠(yuǎn)鏡與平臺(tái)結(jié)構(gòu)接口示意圖Fig.2 Interface between telescope and structure

HXMT衛(wèi)星結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的基本原則之一就是為有效載荷提供最直接、簡(jiǎn)短的主傳力路徑,確保整星結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和剛度,從而為有效載荷提供良好的力學(xué)環(huán)境。因此,為了更好、更優(yōu)地實(shí)現(xiàn)有效載荷硬X射線空間望遠(yuǎn)鏡的安裝,在方案論證和設(shè)計(jì)階段,載荷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)突破資源二號(hào)衛(wèi)星平臺(tái)以往的金屬構(gòu)架＋箱板式結(jié)構(gòu)構(gòu)型,采用了全新的承力筒＋箱板式的構(gòu)型。為了實(shí)現(xiàn)載荷艙承力筒與有效載荷硬X射線空間望遠(yuǎn)鏡、服務(wù)艙之間的傳力連續(xù),載荷艙承力筒設(shè)計(jì)為倒錐殼結(jié)構(gòu),起到承上啟下的作用。載荷艙承力筒結(jié)構(gòu)如圖3所示。[3]

圖3 載荷艙承力筒示意圖Fig.3 Cylinder of payload module

載荷艙承力筒、服務(wù)艙承力筒和對(duì)接段構(gòu)成了HXMT衛(wèi)星的主傳力路徑。在發(fā)射狀態(tài)下,占整星質(zhì)量35%的硬X調(diào)制望遠(yuǎn)鏡所產(chǎn)生的載荷均勻、直接地通過(guò)主傳力路徑傳遞到星箭連接面,有效避免了單點(diǎn)承受載荷過(guò)大而引起的局部加強(qiáng)設(shè)計(jì)等問(wèn)題。

通過(guò)MSC/Patran、Nastran有限元分析軟件進(jìn)行整星力學(xué)仿真,結(jié)果表明:

(1)運(yùn)載準(zhǔn)靜態(tài)載荷環(huán)境下,對(duì)應(yīng)望遠(yuǎn)鏡安裝部位的載荷艙承力筒上框最大應(yīng)力139 MPa,安全裕度1.58,蒙皮最大應(yīng)力71.9 MPa,安全裕度10.7,滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。

(2)運(yùn)載主動(dòng)段發(fā)射環(huán)境下,對(duì)應(yīng)望遠(yuǎn)鏡安裝部位的最大響應(yīng)與試驗(yàn)值比對(duì)情況見表1。結(jié)果表明,望遠(yuǎn)鏡安裝部位的響應(yīng)特性分析值與試驗(yàn)值基本吻合。

表1 望遠(yuǎn)鏡安裝部位最大響應(yīng)Table 1 Maximum response of the telescope interface

整星振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果表明:X向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中望遠(yuǎn)鏡安裝面的響應(yīng)為2.4 gn(驗(yàn)收級(jí)),Y向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中望遠(yuǎn)鏡安裝面的響應(yīng)為2.4gn(下凹至1/3驗(yàn)收級(jí)),Z向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中望遠(yuǎn)鏡安裝面的響應(yīng)為2.1gn(下凹至1/3驗(yàn)收級(jí)),均未超出單機(jī)驗(yàn)收級(jí)振動(dòng)試驗(yàn)條件,通過(guò)整星力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)考核。

2.2 動(dòng)量輪支架一體化設(shè)計(jì)與驗(yàn)證

與資源二號(hào)衛(wèi)星平臺(tái)將動(dòng)量輪分散安裝于服務(wù)艙頂板的方式不同,HXMT衛(wèi)星將6組動(dòng)量輪集中安裝在服務(wù)艙承力筒內(nèi)部,并通過(guò)動(dòng)量輪安裝支架實(shí)現(xiàn)多組動(dòng)量輪的一體化安裝。因此,動(dòng)量輪安裝支架的設(shè)計(jì)及安裝方式均需要重新進(jìn)行設(shè)計(jì)與驗(yàn)證。

HXMT衛(wèi)星動(dòng)量輪安裝支架設(shè)計(jì)采用鑄鎂件機(jī)加的形式,為了提高動(dòng)量輪安裝支架與動(dòng)量輪組合體的整體剛度,在服務(wù)艙承力筒連接中框與動(dòng)量輪安裝支架之間除了通過(guò)安裝座連接之外,還在承力筒上框與動(dòng)量輪安裝支架之間設(shè)置4根長(zhǎng)度可調(diào)整的動(dòng)量輪支架拉桿[4]。

動(dòng)量輪安裝支架設(shè)計(jì)示意如圖4所示,動(dòng)量輪安裝支架的連接如圖5所示。

圖4 動(dòng)量輪安裝支架示意圖Fig.4 Bracket of momentum wheels

圖5 動(dòng)量輪安裝支架與承力筒的連接Fig.5 Connections between cylinder and bracket of momentum wheels

為獲得動(dòng)量輪安裝支架及動(dòng)量輪組合體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性,在初樣結(jié)構(gòu)研制階段,設(shè)計(jì)并開展了動(dòng)量輪安裝支架和動(dòng)量輪組合體的低量級(jí)振動(dòng)試驗(yàn)。振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果如下。

(1)在X向加載時(shí),沿－Y方向直接安裝到動(dòng)量輪安裝支架上的動(dòng)量輪響應(yīng)放大較大,針對(duì)動(dòng)量輪組合體的整體輸入,動(dòng)量輪響應(yīng)放大倍數(shù)為19倍左右(17.2gn),動(dòng)量輪安裝面的放大倍數(shù)為13.2倍(11.9gn)。

(2)在Y向加載時(shí),沿＋Y和＋Z方向直接安裝到動(dòng)量輪安裝支架上的動(dòng)量輪響應(yīng)放大較大,針對(duì)動(dòng)量輪組合體的整體輸入,動(dòng)量輪響應(yīng)放大倍數(shù)為20.9倍左右(18.8 gn),動(dòng)量輪安裝面的放大倍數(shù)為6.7倍(6gn)。

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析,可以推斷得出結(jié)論:這兩處直接安裝的動(dòng)量輪及其安裝點(diǎn)的響應(yīng)放大主要是由于動(dòng)量輪安裝支架上對(duì)應(yīng)安裝位置的工字梁截面抗扭轉(zhuǎn)性能較弱而引起。為此,對(duì)動(dòng)量輪安裝支架上對(duì)應(yīng)兩個(gè)直接安裝的動(dòng)量輪安裝位置進(jìn)行抗扭加強(qiáng)設(shè)計(jì):①沿－Y方向直接安裝的動(dòng)量輪安裝處進(jìn)行了工字梁截面的翼板寬度漸變?cè)O(shè)計(jì);②沿＋Y和＋Z方向直接安裝的動(dòng)量輪安裝處增加縱向加強(qiáng)斜筋。動(dòng)量輪安裝支架加強(qiáng)設(shè)計(jì)如圖6所示。

圖6 動(dòng)量輪安裝支架加強(qiáng)設(shè)計(jì)Fig.6 Enhanced design for bracket of momentum wheels

整星力學(xué)仿真結(jié)果表明:由于動(dòng)量輪安裝支架加強(qiáng)設(shè)計(jì)僅針對(duì)支架自身設(shè)計(jì),因此在整星主頻處的響應(yīng)基本無(wú)變化,但在動(dòng)量輪安裝支架局部頻率處的響應(yīng)量值相對(duì)降低5%～20%。整星振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果表明:X向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中,動(dòng)量輪安裝支架上6個(gè)動(dòng)量輪安裝位置響應(yīng)為4gn;Y向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中,6個(gè)動(dòng)量輪安裝位置響應(yīng)為6.8 gn;Z向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中6個(gè)動(dòng)量輪安裝位置響應(yīng)為3gn。均未超出單機(jī)驗(yàn)收級(jí)振動(dòng)試驗(yàn)條件,順利通過(guò)整星力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)考核。

2.3 大面積、高懸臂遮陽(yáng)板設(shè)計(jì)與驗(yàn)證

HXMT對(duì)溫度有特別嚴(yán)格的要求,需要在載荷艙頂部設(shè)計(jì)一個(gè)用于遮擋陽(yáng)光、減小有效載荷熱流的遮陽(yáng)板。遮陽(yáng)板尺寸為2100 mm×1500 mm(沿高度方向懸臂出星體外1500 mm),為了避免與有效載荷的安裝空間干涉,其與星體結(jié)構(gòu)的連接不能采用連續(xù)支撐的方式。

在方案設(shè)計(jì)階段,遮陽(yáng)板采用輕量化的鋁面板、鋁蜂窩夾層結(jié)構(gòu)形式,連接設(shè)計(jì)采用連接角盒＋4組撐桿連接的形式,模態(tài)分析表明:遮陽(yáng)板基頻27 Hz,與整星橫向基頻完全避開。遮陽(yáng)板方案設(shè)計(jì)如圖7所示。

圖7 遮陽(yáng)板方案設(shè)計(jì)Fig.7 Preliminary design of sun visor

在初樣設(shè)計(jì)階段,為了滿足有效載荷視場(chǎng)需求,在遮陽(yáng)板上方中心600 mm×300 mm范圍內(nèi),需要向星體外凸出至少20 mm。因此在上述方案設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上,遮陽(yáng)板頂部增加了大開口＋鋁合金機(jī)加件進(jìn)行連接。模態(tài)分析結(jié)果表明:遮陽(yáng)板基頻17 Hz,與整星橫向基頻非常接近,存在頻率耦合后動(dòng)力學(xué)響應(yīng)異常放大的風(fēng)險(xiǎn)。遮陽(yáng)板初樣階段的原始設(shè)計(jì)如圖8所示[5]。

導(dǎo)致遮陽(yáng)板基頻低的因素有兩個(gè):①遮陽(yáng)板的邊界支撐條件差。作為2100 mm×1500 mm的薄壁結(jié)構(gòu),除底邊與星體頂板連接外,僅通過(guò)4根復(fù)合材料撐桿進(jìn)行點(diǎn)式支撐。②遮陽(yáng)板頂部安裝的1.4 kg鋁合金機(jī)加件,使其頂部出現(xiàn)了明顯的集中質(zhì)量,從而導(dǎo)致基頻下降約10 Hz。

圖8 遮陽(yáng)板初樣的原始設(shè)計(jì)Fig.8 Critical design of sun visor

遮陽(yáng)板的響應(yīng)特性與其結(jié)構(gòu)形式、邊界條件和阻尼特性相關(guān)。作為懸臂結(jié)構(gòu),可以采用增加支撐或者提高阻尼的方法來(lái)降低其加速度響應(yīng)。由于星上空間限制,增加遮陽(yáng)板支撐來(lái)改善其邊界條件,從而提高其基頻并降低響應(yīng)的方案難于實(shí)施;另一方面,提高遮陽(yáng)板阻尼最有效的措施是進(jìn)行約束阻尼處理(更換復(fù)合材料所提供的阻尼相對(duì)有限),而對(duì)于薄壁結(jié)構(gòu)的遮陽(yáng)板,進(jìn)行任何的阻尼處理都會(huì)增加其自身質(zhì)量,從而導(dǎo)致其基頻的進(jìn)一步降低[6]。

因此,在遮陽(yáng)板初樣設(shè)計(jì)階段,共考慮了以下3種改進(jìn)設(shè)計(jì)方案,詳見表2。

遮陽(yáng)板各種設(shè)計(jì)方案的模態(tài)分析結(jié)果見表3。分析結(jié)果表明:改進(jìn)方案3可以將遮陽(yáng)板本體基頻由17.8 Hz提高到32.5 Hz,與整星橫向基頻完全避開。

振動(dòng)條件下,遮陽(yáng)板頂部的位移響應(yīng)見表4。分析結(jié)果表明:改進(jìn)方案3可以顯著降低遮陽(yáng)板位移,遮陽(yáng)板位移響應(yīng)降低到原來(lái)的27.6%。

由于遮陽(yáng)板基頻較低,振動(dòng)環(huán)境下的變形很容易引起其強(qiáng)度不足而發(fā)生破壞。因此在進(jìn)行力學(xué)分析時(shí),將振動(dòng)環(huán)境下遮陽(yáng)板本體在基頻處的變形作為強(qiáng)制位移,施加到遮陽(yáng)板上來(lái)進(jìn)行其在振動(dòng)環(huán)境下的強(qiáng)度校核分析。表5中給出了遮陽(yáng)板的應(yīng)力及最小安全裕度。分析結(jié)果表明:改進(jìn)方案3可以有效提高面板的局部失穩(wěn)臨界應(yīng)力,在鑒定級(jí)環(huán)境條件下,遮陽(yáng)板最小安全裕度提高為2.39。

表2 初樣階段遮陽(yáng)板各種設(shè)計(jì)方案Table 2 Multiple design of the sun visor

表3 遮陽(yáng)板各種設(shè)計(jì)方案基頻Table 3 Frequencies and mode of sun visor

表4 遮陽(yáng)板加速度及位移響應(yīng)Table 4 Response of sun visor

表5 遮陽(yáng)板應(yīng)力及安全裕度Table 5 Stress and safety margin of sun visor

經(jīng)過(guò)上述各項(xiàng)性能比對(duì)后,遮陽(yáng)板設(shè)計(jì)采用改進(jìn)方案3。整星振動(dòng)試驗(yàn)響應(yīng)結(jié)果表明:X向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中遮陽(yáng)板最大響應(yīng)29gn,Y向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中遮陽(yáng)板最大響應(yīng)6.5gn,Z向正弦振動(dòng)試驗(yàn)中遮陽(yáng)板最大響應(yīng)為31.3gn,順利通過(guò)整星力學(xué)環(huán)境試驗(yàn)考核。

3 結(jié)束語(yǔ)

HXMT衛(wèi)星結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)針對(duì)有效載荷及總體構(gòu)型特點(diǎn)展開,以滿足有效載荷功能、性能要求為核心,尤其是滿足安裝剛度要求、精度要求、遮陽(yáng)板設(shè)計(jì)要求等。

(1)通過(guò)整星主傳力設(shè)計(jì)來(lái)保證有效載荷的高精度、高剛度要求。充分考慮整星主傳力路徑的簡(jiǎn)、短、直接性,保證以較少的結(jié)構(gòu)代價(jià),取得較優(yōu)的結(jié)構(gòu)占比、載干比(載干比＝有效載荷質(zhì)量/(整星質(zhì)量－燃料質(zhì)量))。HXMT衛(wèi)星結(jié)構(gòu)占比僅為10%,整星載干比達(dá)39%。

(2)通過(guò)剛度解耦來(lái)保證大面積、高懸臂遮陽(yáng)板的性能要求。在關(guān)注連接強(qiáng)度的同時(shí),通過(guò)剛度設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)其與整星結(jié)構(gòu)的剛度解耦,有效減小其動(dòng)力學(xué)響應(yīng)及位移變形。

力學(xué)仿真分析、地面試驗(yàn)及在軌飛行驗(yàn)證結(jié)果表明:HXMT衛(wèi)星結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)在剛度、強(qiáng)度方面滿足有效載荷和運(yùn)載的要求;動(dòng)量輪安裝一體化設(shè)計(jì)有效降低了動(dòng)量輪安裝處的動(dòng)力學(xué)響應(yīng);大面積、高懸臂遮陽(yáng)板設(shè)計(jì)成功解決了其與整星剛度耦合的問(wèn)題。

參考文獻(xiàn)(References)

[1]陳烈民．航天器結(jié)構(gòu)與機(jī)構(gòu)[M]．北京:中國(guó)科學(xué)技術(shù)出版社,2005 Chen Liemin．Spacecarftstructures and mechanisms[M]．Beijing:China Science&Technology Press,2005(in Chinese)

[2]彭成榮．航天器總體設(shè)計(jì)[M]．北京:中國(guó)科學(xué)技術(shù)出版社,2011 Peng Chengrong．Systemdesign for spacecraft[M]．Bei-jing:China Science&Technology Press,2011(in Chinese)

[3]姚俊,滿孝穎,李應(yīng)典,等．衛(wèi)星承力筒的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)與應(yīng)用分析[J]．電子機(jī)械工程,2010,26(3):24-28 Yao Jun,Man Xiaoying,Li Yingdian,et al．Anaylysis of characteristics and applications of satellite supporting cylinder[J]．Electro-Mechanical Engineering,2010,26(3):24-28(in Chinese)

[4]袁家軍．衛(wèi)星結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與分析[M]．北京:中國(guó)宇航出版社,2004 Yuan Jiajun．Design and analysis of satellite structures[M]．Beijing:China Astronautics Press,2004(in Chinese)

[5]王其政．結(jié)構(gòu)耦合動(dòng)力學(xué)[M]．北京:中國(guó)宇航出版社,1999 Wang Qizheng．Structural coupling dynamic analysis[M]．Beijing:China Astronautics Press,1999(in Chinese)

[6]薛鵬程,李暉,常永樂(lè),等．懸臂邊界下纖維增強(qiáng)復(fù)合薄板固有頻率計(jì)算及驗(yàn)證[J]．航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2016,31(7):1754-1760 Xue Pengcheng,Li Hui,Chang Yongle,et al．Natural frequency calculation and validation of fiber reinforced composite thin plate under cantilever boundary[J]．Journal of Aerospace Power,2016,31(7):1754-1760(in Chinese)